- Trang Chủ
- Tự động hoá
- Ảnh hưởng của mô hình độ nhớt rối lên mô phỏng dòng xâm thực trong nước ở nhiệt độ cao
Xem mẫu
- TNU Journal of Science and Technology 227(08): 208 - 217
EFFECT OF TURBULENT VISCOSITY MODEL ON THE NUMERICAL
SIMULATION OF CAVITATING FLOW IN HOT WATER
Le Dinh Anh1*, Nguyen Hoang Quan1, Ngo Ich Long2, Truong Van Thuan2, Truong Viet Anh2
1School of Aerospace Engineering, University of Engineering and Technology - VNU
2Hanoi University of Science and Technology
ARTICLE INFO ABSTRACT
Received: 27/12/2021 In this study, the effect of different turbulent viscosity models on the
numerical simulation of cavitating flow in hot water is investigated.
Revised: 12/5/2022
The flow field around the NACA0015 hydrofoil is simulated using the
Published: 16/5/2022 compressible homogeneous water-vapor two-phase flow model. Three
turbulent viscous models are performed, including compressibility
KEYWORDS model, Rebound modification model, and VLES model. The
simulations are conducted with water at the temperatures of 25 oC,
Cavitation 50oC and 70oC and the two attack angles of 5o and 8o, respectively.
Turbulent model The simulation results are compared quantitatively with the measured
Homogeneous data of pressure coeficient -Cp by Cervone et al. at two cavitation
numbers of = 2.5 and 1.5. As the result, the cavity volume and
VLES turbulent kinetic energy around the hydrofoil is highly influenced by
Viscosity the turbulent viscosity model. A good match with measured data of
the pressure coefficient Cp produced by all turbulent viscous model.
For which the best satisfactory prediction with experimental data was
achieved by the compressibility model at all tested temperatures.
ẢNH HƯỞNG CỦA MÔ HÌNH ĐỘ NHỚT RỐI LÊN MÔ PHỎNG
DÒNG XÂM THỰC TRONG NƯỚC Ở NHIỆT ĐỘ CAO
Lê Đình Anh1*, Nguyễn Hoàng Quân1, Ngô Ích Long2, Trương Văn Thuận2, Trương Việt Anh2
1Viện Công nghệ Hàng không Vũ trụ, Trường Đại học Công nghệ - ĐH Quốc gia Hà Nội
2Trường Đại học Bách khoa Hà Nội
THÔNG TIN BÀI BÁO TÓM TẮT
Ngày nhận bài: 27/12/2021 Nghiên cứu này đánh giá ảnh hưởng của các mô hình rối lên mô
phỏng dòng xâm thực trong môi trường nước ở nhiệt độ cao. Dòng
Ngày hoàn thiện: 12/5/2022
chảy qua biên dạng cánh NACA0015 được mô phỏng sử dụng mô
Ngày đăng: 16/5/2022 hình đồng nhất cho dòng nén được, ba pha nước - hơi bão hòa - khí
không hòa tan. Ba mô hình độ nhớt rối được tính toán bao gồm mô
TỪ KHÓA hình độ nén, mô hình sửa đổi Reboud và mô hình VLES. Mô phỏng
được thực hiện với nước ở nhiệt độ 25oC, 50oC và 70oC với góc tấn
Xâm thực 5o và 8o. Kết quả mô phỏng được so sánh tương quan với kết quả
Mô hình rối thực nghiệm của phân bố hệ số áp suất -Cp trên cánh của Cervone và
Mô hình đồng nhất các cộng sự ở hệ số xâm thực = 2.5 và 1.5. Kết quả cho thấy mô
hình hóa độ nhớt rối có tác động lớn đến sự phân bố tỉ lệ thể tích khí
VLES xâm thực và phân bố năng lượng rối trên biên dạng cánh. Ba mô hình
Độ nhớt độ nhớt rối cho kết quả phân bố hệ số áp suất -Cp tốt so với thực
nghiệm. Trong đó, mô hình độ nén cho kết quả tốt nhất so với thực
nghiệm ở các nhiệt độ khác nhau.
DOI: https://doi.org/10.34238/tnu-jst.5387
*
Corresponding author. Email: anh.ld@vnu.edu.vn
http://jst.tnu.edu.vn 208 Email: jst@tnu.edu.vn
- TNU Journal of Science and Technology 227(08): 208 - 217
1. Giới thiệu
Xâm thực (cavitation) là hiện tượng xuất hiện các bọt khí hơi bão hòa trong lòng chất lỏng khi
áp suất cục bộ giảm xuống tới áp suất hơi bão hòa do ảnh hưởng của gia tốc dòng chảy [1]. Xâm
thực thường xuất hiện trong các thiết bị thủy lực như bơm, van hoặc đường ống trong các nhà
máy thủy điện, nhà máy nhiệt điện và nhà máy điện hạt nhân. Khi xâm thực xuất hiện, các bọt khí
hơi bão hòa phát triển tại nơi có áp suất thấp và di chuyển theo dòng chảy đến nơi có áp suất cao
hơn áp suất hơi bão hòa. Tại đây, các bọt khí xâm thực bị nén lại và phát nổ gây tăng áp suất cục
bộ lên vài mega-pascal và nhiệt độ lên hàng nghìn độ Kelvin trong thời gian ngắn. Xâm thực
mang đến các tác động xấu cho máy thủy lực như rung động, tiếng ồn, ăn mòn bề mặt vật liệu và
làm giảm hiệu suất của các thiết bị thủy lực. Do đó, nghiên cứu xâm thực đóng vai trò quan trọng
trong quá trình tính toán và thiết kế các thiết bị thủy lực có độ an toàn và hiệu suất cao. Xâm thực
xảy ra trong các thiết bị thủy lực thường rất đa dạng như: xâm thực đơn bóng (bubble cavitation),
xâm thực tĩnh (attached cavitation), xâm thực dạng đám mây (cloud cavitation), xoáy xâm thực
(vortex cavitation) và siêu xâm thực (supercavitation) [1]. Nhìn chung, xâm thực là hiện tượng
vật lý rất phức tạp, xảy ra với sự tương tác cao giữa các hiện tượng chuyển pha, rối và trao đổi
nhiệt. Do vậy, nghiên cứu đặc điểm của xâm thực dựa trên thực nghiệm còn gặp nhiều khó khăn
do giới hạn của các thiết bị đo hiện nay.
Ngày nay, cùng với sự phát triển của công nghệ máy tính, phương pháp mô phỏng số CFD
được xem là một công cụ hữu hiệu và có giá trị cho việc nghiên cứu và giải quyết các bài toán
trong nhiều lĩnh vực. Các kết quả tính toán tối ưu từ mô hình số cho phép giảm thời gian và tổng
chi phí đầu tư chế tạo thực nghiệm. Đặc biệt, điều này trở nên quan trọng hơn với các nghiên cứu
lý thuyết và có tính mới. Các nghiên cứu trước đây đã cho thấy độ tin cậy và tính ưu việt của
phương pháp mô phỏng số CFD cho nhiều lớp bài toán nói chung. Sử dụng phương pháp số CFD
giúp khám phá các hiện tượng vật lý phức tạp của dòng chảy không thể thực hiện đồng thời trong
thực nghiệm. Trong các phương pháp CFD hiện nay, phương pháp mô hình đồng nhất cho thấy là
phương pháp hữu hiệu trong việc tính toán mô phỏng hiện tượng xâm thực trong công nghiệp
[2]-[6]. Ở phương pháp này, các pha được giả thiết ở trạng thái cân bằng nhiệt và cân bằng cơ
học. Do đó, hệ phương trình cho dòng nhiều pha có thể được đơn giản hóa thành hệ phương trình
cho dòng một pha hỗn hợp. Bên cạnh đó, các yếu tố ảnh hưởng đến xâm thực như quá trình trao
đổi nhiệt và chuyển pha trong xâm thực được tính đến thông qua các phương trình bổ sung.
Nhiều mô hình toán - vật lý đã được nghiên cứu và phát triển cho mô phỏng dòng xâm thực sử
dụng mô hình đồng nhất như mô hình xâm thực, mô hình nhiệt và mô hình rối. Schnerr và Sauer
[7], Singhal và các cộng sự [8] và Zwart và các cộng sự [9] đã đưa ra các mô hình xâm thực dựa
trên quá trình đơn giản hóa phương trình động lực học bọt khí đơn lẻ của Reyleigh – Plesset.
Trong khi đó, Saito và các cộng sự [10] phát triển mô hình xâm thực dựa trên phương trình hóa
hơi – ngưng tụ của Herz-Knudsen-Langumuir. Các mô hình trên đã được áp dụng mô phỏng
thành công cho nhiều bài toán xâm thực khác nhau. Delgosha và các cộng sự [11] cho thấy kết
quả mô phỏng hiện tượng xâm thực phụ thuộc lớn vào mô hình hóa độ nhớt rối. Trong đó, sự
phát triển của xâm thực và các đặc điểm của xâm thực như tính không dừng bị suy giảm so với
thực tế khi sử dụng các mô hình độ nhớt rối cho dòng một pha. Do đó, việc sửa đổi mô hình độ
nhớt rối là cần thiết để có thể dự đoán chính xác hiện tượng xâm thực trong mô phỏng. Một số
mô hình độ nhớt rối sửa đổi đã được phát triển và áp dụng thành công cho mô phỏng dòng xâm
thực như mô hình sửa đổi Reboud [11], mô hình độ nén [12] và mô hình VLES [13].
Trong công nghiệp, nước là loại chất lỏng được sử dụng rộng rãi với dải nhiệt độ rộng từ nhiệt
độ phòng trong các nhà máy thủy điện cho tới nhiệt độ cao trong các nhà máy điện hạt nhân hoặc
nhà máy nhiệt điện. Khác với ở nhiệt độ thường, hiện tượng xâm thực trong nước ở nhiệt độ cao
chịu tác động lớn của yếu tố nhiệt động lực học. Khi xâm thực xuất hiện, một lượng nhiệt ẩn cần
thiết phải được cung cấp từ môi trường nước xung quanh cho sự hóa hơi. Do đó, nhiệt độ của
nước suy giảm dẫn đến sự suy giảm của áp suất hơi bão hòa và làm chậm quá trình phát triển của
http://jst.tnu.edu.vn 209 Email: jst@tnu.edu.vn
- TNU Journal of Science and Technology 227(08): 208 - 217
xâm thực. Nhìn chung, ảnh hưởng nhiệt động lực học lên xâm thực là hiện tượng tốt cho các thiết
bị thủy lực [1]. Quan trọng hơn, ở nhiệt độ cao, các thông số nhiệt động lực học của nước có sự
thay đổi lớn so với ở nhiệt độ thường, đòi hỏi lượng nhiệt ẩn lớn hơn cho quá trình hóa hơi. Bên
cạnh đó, độ nhớt của nước suy giảm nhanh khi nhiệt độ tăng dẫn đến thay đổi tác động của các
mô hình độ nhớt rối sửa đổi lên hiện tượng vật lý của xâm thực, nhưng chưa được tìm hiểu ở các
nghiên cứu trước đây [2], [11]. Ngoài ra, khác với các loại chất lỏng khác, trong nước luôn tồn tại
một hàm lượng khí không hòa tan mà không thể loại bỏ hoàn toàn. Tùy theo hàm lượng khí hòa
tan trong nước, nó có tác động nhất định lên sự phát triển của xâm thực, đặc biệt ở trong môi
trường nước nhiệt độ cao do đặc tính khuyếch tán của khí [1].
Do vậy, nghiên cứu này hướng tới làm rõ tác động của các mô hình độ nhớt rối lên mô phỏng
đặc tính dòng xâm thực trong nước ở nhiệt độ cao. Dòng xâm thực qua biên dạng cánh
NACA0015 được thực nghiệm bởi Cervone và các cộng sự [14] với nước ở nhiệt độ từ 25oC tới
70oC được lựa chọn cho tính toán mô phỏng. Chương trình tính toán mô phỏng sử dụng mô hình
đồng nhất cho dòng nén được ba pha nước – hơi bão hòa - khí không hòa tan phát triển trên ngôn
ngữ Fortran được sử dụng nhằm đánh giá ảnh hưởng của ba mô hình độ nhớt rối lên kết quả mô
phỏng bao gồm: mô hình sửa đổi Reboud, mô hình độ nén và mô hình VLES.
2. Phương pháp mô phỏng
2.1. Mô hình đồng nhất hỗn hợp nước - hơi bão hòa - khí không hòa tan
Ở nghiên cứu này, dòng xâm thực trên cánh NACA0015 được mô phỏng sử dụng mô hình
đồng nhất cho dòng nén được, ba pha nước - hơi bão hòa - khí không hòa tan [5]. Với giả thiết
các pha giả thiết có cùng vận tốc, nhiệt độ, áp suất và khối khí xâm thực bao gồm cả hơi bão hòa
và khí không hòa tan, hệ phương trình động lực học chất lỏng cho dòng ba pha được rút gọn
thành hệ phương trình động lực học chất lỏng cho dòng một pha hỗn hợp [5]. Pha hơi bão hòa và
pha khí không hòa tan giả thiết giống như khí lý tưởng với khối lượng riêng xác định từ phương
trình trạng thái. Khối lượng riêng ρg và áp suất pg của khối khí xâm thực do đó được tính như sau:
p = pv + pa = g Rg T ; g = a + v . (1)
Với Rg tính bởi:
Rg = Da Rv + (1 − Da ) Ra . (2)
Trong phương trình trên, ký hiệu g, a, v tương ứng với pha khí, khí không hòa tan và hơi bão
hòa. R là hằng số chất khí, T là nhiệt độ của hỗn hợp và Da là tỉ lệ khối lượng riêng của pha khí
không hòa tan trong khối khí xâm thực. Bên cạnh đó, nước giả thiết là chất lỏng nén được với
khối lượng riêng ρl tính bởi phương trình Tamman [2].
p + pc
l = . (3)
(Tc + T ) Kl
Với pc, Kl và Tc tương ứng là hằng số áp suất, hằng số tự do và hằng số nhiệt độ của nước. Ký
hiệu l tương ứng với pha nước. Mối quan hệ giữa tỉ lệ khối lượng Y và tỉ lệ thể tích α của khối khí
xâm thực như sau:
Y = g . (4)
Với ρ là khối lượng riêng của hỗn hợp nước - khối khí xâm thực và được tính bởi phương
trình:
( p + pc ) p
= . (5)
RgYT ( p + pc ) + K l p (T + Tc )(1 − Y )
Với các giả thiết trên, hệ phương trình động lực học chất lỏng cho hỗn hợp nước – khối khí
xâm thực bao gồm phương trình cho khối lượng riêng của hỗn hợp ρ, động lượng ui, nhiệt độ T, tỉ
lệ khối lượng khối khí xâm thực Y, tỉ kệ khối lượng riêng khí không hòa tan Da, năng lượng rối k
và tốc độ tiêu tán rối đặc trưng ω trong hệ tọa độ Oxy được đưa ra như sau:
http://jst.tnu.edu.vn 210 Email: jst@tnu.edu.vn
- TNU Journal of Science and Technology 227(08): 208 - 217
Q E j Ev j
+ =A + S, (6)
t xi xi
Với
0
u 0
− Lm + − 0.8Lm −
ui ui u j + ij p
T Tu cp
i
Q = Y , E j = Yui , S = m
0
YDa YDa ui
k ku Pk − * k
i
ui
Pk k −
2
t
(7)
0
ij
T
(( + t ) x )
i
Ev j = 0 , A = 1 1 1 c p 1 1 1
1 .
0
k
( + k t )
xi
( + )
t
xi
Ở hệ phương trình này, τịj là ứng suất cắt, Cp là nhiệt dung riêng đẳng áp của hỗn hợp và L là
nhiệt ẩn hóa hơi; m, m+ và m- tương ứng là tốc độ chuyển pha tổng, tốc độ hóa hơi và tốc độ
ngưng tụ; κ và µ là hệ số truyền nhiệt và hệ số nhớt của chất lỏng. Bên cạnh đó, σk, σω, β và β* là
các hệ số tự do của mô hình rối [12]. Cụ thể về mô hình tính toán có thể tham khảo các bài báo
trước của tác giả [3]-[6].
2.2. Mô hình xâm thực
Để mô phỏng quá trình chuyển pha, mô hình xâm thực dựa trên phương trình Herz-Knudsen-
Langumuir được sử dụng [5]:
+ Ce [ (1 − )]2/3 max(0, pv (T )* − p* )
m =
2 Rg T
m= , (8)
m − = Cc [ (1 − )] min(0, pv (T ) − p )
2/3 * *
2 Rg T
Trong đó, Ce = 1000 và Cc = 1 tương ứng là các hệ số chuyển pha. Áp suất chuyển pha tới hạn
pv(T)* được tính bởi áp suất hơi bão hòa pv(T) và áp suất nhiễu động do rối:
pv (T )* = pv (T ) + 0.195k, (9)
http://jst.tnu.edu.vn 211 Email: jst@tnu.edu.vn
- TNU Journal of Science and Technology 227(08): 208 - 217
Áp suất riêng phần p* tính bởi phương trình:
(1 − Da ) Rv p
p* = , (10)
Da Ra + (1 − Da ) Rv
2.3. Mô hình độ nhớt rối
Độ nhớt rối µt được tính bởi:
k
t = Fr , (11)
Ở phương trình này, hàm Fr được xác định bởi 3 mô hình: mô hình độ nén [12], mô hình sửa
đổi Reboud [11] và mô hình VLES [13]. Trong đó:
2.3.1. Mô hình sửa đổi Reboud
g + (1 − ) n ( l − g )
T
Fr = , (12)
g + (1 − )( l − g )
Ở mô hình này, nT = 3 được sử dụng cho mô phỏng dòng chảy qua biên dạng cánh NACA [5],
[15].
2.3.2. Mô hình VLES
0.09
Fr = min[1, ], (13)
k1/2
Trong đó, Δ là hàm lọc và lấy giá trị bằng 1,5 lần kích thước lưới lớn nhất trong không gian
tính toán. Tại các điểm lưới sát với biên tường, Fr có giá trị bằng 1 và hàm tường được áp dụng
để tính độ nhớt rối ở khu vực này.
2.3.3. Mô hình độ nén
Khác với hai mô hình trên, Fr có giá trị bằng 1 trong mô hình độ nén. Thay vào đó, hai hệ số
tự do trong phương trình rối β và β* được thay đổi tương ứng như sau:
* = o* (1 + 1.5 f ( M )),
(14)
= o − 1.5o* f (M ).
Với
0 if M 0.25
f (M ) = 2 ,
M − 0.25 if M 0.25
2
(15)
M = k / a2 .
Với a là tốc độ âm thanh trong hỗn hợp [6].
2.4. Phương pháp tính toán
Trong nghiên cứu này, dòng xâm thực qua biên dạng cánh NACA0015 được mô phỏng sử
dụng chương trình tính toán được phát triển bởi nhóm nghiên cứu dựa trên ngôn ngữ FORTRAN
và phương pháp sai phân hữu hạn (FDM). Trong đó, thông lượng không nhớt Ej được tính bằng
phương pháp xấp xỉ tiến bậc 2 Harten-Yee TVD [16]. Phương pháp xấp xỉ trung tâm bậc 2 được
dùng cho hàm thông lượng nhớt Evj. Phương pháp chia thời gian của Strang được dùng để tính
xấp xỉ hàm thời gian cho Q [16]. Do vậy, phương pháp tính toán này có độ chính xác bậc 2 cho
cả không gian và thời gian. Để tính toán các đại lượng rối gần biên tường, hàm tường giới thiệu
bởi Allmaras được sử dụng [5]. Chương trình tính toán do nhóm phát triển đã được tính toán
http://jst.tnu.edu.vn 212 Email: jst@tnu.edu.vn
- TNU Journal of Science and Technology 227(08): 208 - 217
kiểm nghiệm và cho kết quả sát với thực nghiệm đối với các dạng dòng chảy không xâm thực và
xâm thực [3]-[6].
Cụ thể, các vec-tơ Q, E, Ev và S trong phương trình (6) và (7) trước tiên được biến đổi sang
hệ tọa độ tính toán (ξ, ). Phương pháp Harten-Yee TVD được thực hiện theo các bước sau trên
hệ tọa độ tính toán:
Qin,+j1 = Lh / 2 Lh Lh / 2 Qin, j , (16)
Trong đó,
t t
Lh / 2Qin,+j1 = Q*i , j = Qin, j − (Ei +1/ 2, j − Ei −1/ 2, j ) + (Evi+1/2, j − Evi−1/2, j ),
2 (17)
t t
h
L Q *
= Qin, j − (Fi , j +1/ 2 − Fi , j +1/ 2 ) + (Fv − Fvi , j−1/2 ) + S.
i , j+1/2
i, j
Thông lượng 𝐄̃ theo phương ξ được tính bởi:
1
Ei +1/ 2, j = (Ei , j + Ei +1, j + Ri +1/ 2, j Φi +1/ 2, j ), (18)
2
Với, Ri+1/2 = E/U là ma trận dạng riêng.
Các phần tử li+1/2,j của hàm i+1/2 được tính bởi:
il+1/ 2, j = (ail+1/ 2, j )( gil+1, j − gil, j ) − (ail+1/ 2, j + il+1/ 2, j )il+1/ 2, j ,
(19)
Trong đó, các hàm giới hạn được tính như sau:
gil, j = min mod( il, j −1/ 2 , il, j +1/ 2 ), (20)
1
( z ) = ( ( z ) − z 2 ),
2
( gil+1, j − gil, j ) / il+1/ 2, j il+1/ 2, j 0 (21)
il+1/ 2, j = (ail+1/ 2 ) .
0 il+1/ 2, j = 0
Hàm en-trô-py được tính bởi [37] ( z) = z 2 + 0.252 (22)
Ở các phương trình trên, al và αl là nghiệm riêng và là vec-tơ riêng của 𝐄̃. Quá trình tính toán
được thực hiện tương tự cho phương .
3. Kết quả và bàn luận
3.1. Điều kiện tính toán
Dòng xâm thực qua biên dạng cánh NACA0015 được chọn cho tính toán mô phỏng. Kết quả
mô phỏng được so sánh tương quan với kết quả thực nghiệm của Cervone và các cộng sự [14].
Biên dạng cánh NACA0015 có chiều dài c = 115 mm và góc tấn cố định tại AoA = 5o và 8o.
Trong cả tính toán mô phỏng và thực nghiệm, môi chất làm việc là nước với nhiệt độ thay đổi
tương ứng từ nhiệt độ phòng 25oC tới nhiệt độ cao ở 70oC. Không gian tính toán mô phỏng xây
dựng tương ứng với thí nghiệm của Cervone được thể hiện trong Hình 1.
Bảng 1. Điều kiện tính toán theo thực nghiệm [14]
Vận tốc U0 [m/s] Góc tấn AoA [deg] Hệ số xâm thực Nhiệt độ nước T0 [oC]
5 1,5 25
8 50
8 2,5
70
Tại lối vào, vận tốc U0 = 8 m/s, tỉ lệ thể tích khối khí xâm thực α = 0,001, tỉ lệ khối lượng
riêng khí không hòa tan Da, temperature T0 và các đại lượng rối được khai báo [5]. Áp suất tĩnh
http://jst.tnu.edu.vn 213 Email: jst@tnu.edu.vn
- TNU Journal of Science and Technology 227(08): 208 - 217
p0 được sử dụng tại lối ra và được tính dựa theo hệ số xâm thực σ theo phương trình (23) trong
thực nghiệm. Điều kiện dòng không trượt và đoạn nhiệt được sử dụng cho các biên tường và trên
biên dạng cánh NACA0015. Cụ thể điều kiện tính toán được cho trong Bảng 1.
p0 − pv (T )
= . (23)
0.5U 02
Hình 1. Không gian tính toán cho biên dạng cánh NACA0015 và chia lưới tính toán
Hình 2. Tính toán hội tụ lưới cho biên dạng cánh NACA0015
Dạng lưới chữ C có cấu trúc được tạo trên toàn bộ không gian tính toán như trong Hình 1.
Trước tiên, ảnh hưởng của độ hội tụ lưới lên kết quả tính toán được khảo sát. Ba loại lưới được
tính toán bao gồm lưới thưa (10500 điểm lưới), lưới trung bình (17150 điểm lưới) và lưới mịn
(21952 điểm lưới). Kết quả mô phỏng được so sánh tương quan với kết quả thực nghiệm bởi
Cervone tại AoA = 5o và hệ số xâm thực σ = 3 [14]. Độ nhớt rối với mô hình sửa đổi Reboud
được sử dụng cho tính toán kiểm nghiệm. Hình 2 thể hiện phân bố hệ số áp suất –Cp trên biên
dạng NACA0015 với ba loại lưới và kết quả thực nghiệm. Kết quả mô phỏng là sát với thực
nghiệm. Trong đó, lưới trung bình và lưới mịn cho kết quả tương tự nhau với độ sai lệch nhỏ.
Dựa trên kết quả tính toán, lưới trung bình được sử dụng cho các tính toán tiếp theo trong nghiên
cứu này để giảm thiểu thời gian mô phỏng [5].
3.2. Ảnh hưởng của mô hình rối
Các nghiên cứu trước cho thấy kết quả mô phỏng dòng xâm thực chịu ảnh hưởng lớn bởi mô
hình độ nhớt rối [11]. Trong đó, mô hình độ nhớt rối thông thường cho dòng 1 pha có xu hướng
làm giảm các hiện tượng thực tế của xâm thực như tính không dừng và giảm kích thước khối bọt
khí. Điều này gây ra do độ nhớt rối tính bởi các mô hình thông thường lớn hơn so với thực tế
http://jst.tnu.edu.vn 214 Email: jst@tnu.edu.vn
- TNU Journal of Science and Technology 227(08): 208 - 217
trong khu vực xâm thực. Do vậy, đòi hỏi phải có các mô hình sửa đổi độ nhớt rối để có thể tính
toán chính xác các đặc tính của dòng xâm thực. Trong mục này, tác động của ba mô hình rối lên
mô phỏng dòng xâm thực qua biên dạng cánh NACA0015 được phân tích bao gồm: mô hình độ
nén, mô hình sửa đổi Reboud và mô hình VLES.
Hình 3. Phân bố tỉ lệ thể tích khí và năng lượng rối trên biên dạng cánh NACA0015 với 3 mô hình độ nhớt
ở nhiệt độ T0 = 25oC và T0 = 70oC
Hình 4. So sánh phân bố hệ số công suất –Cp giữa các mô hình độ nhớt và thực nghiệm [14]
trên biên dạng cánh NACA0015 ở nhiệt độ và góc tấn khác nhau
http://jst.tnu.edu.vn 215 Email: jst@tnu.edu.vn
- TNU Journal of Science and Technology 227(08): 208 - 217
Hình 3 thể hiện so sánh tương quan phân bố tỉ lệ thể tích khối khí xâm thực α và năng lượng
rối k trên biên dạng cánh NACA0015 ở góc tấn AoA = 5o với nhiệt độ của nước T0 = 25oC và T0
= 70oC. Năng lượng rối k có giá trị lớn nhất ở mô hình VLES và mô hình sửa đổi Reboud làm
tăng trị số áp suất chuyển pha, theo phương trình (9). Do đó, ngưỡng áp suất hóa hơi tăng và kích
thước khối bọt khí xâm thực ở mô hình VLES và mô hình sửa đổi Reboud là lớn hơn so với mô
hình độ nén. Tỉ lệ thể tích khối khí xâm thực là lớn nhất trong mô hình VLES, do độ nhớt rối gần
biên tường có xu hướng giảm mạnh trong mô hình này so với 2 mô hình còn lại. Khi nhiệt độ của
nước tăng, kích thước khối bọt khí hơi bão hòa tăng ở cả ba mô hình. Đặc điểm này sát với kết
quả quan sát thực nghiệm bởi Cervone [14].
Hình 4 so sánh hệ số áp suất -Cp trên bên dạng cánh NACA0015 trong mô phỏng bởi ba mô
hình độ nhớt rối ở các nhiệt độ khác nhau. Trong đó, các kết quả với góc tấn AoA = 5 o và AoA =
8o được đặt tương ứng ở bên trái và bên phải của hình. Kết quả mô phỏng được so sánh tương
quan với kết quả thực nghiệm bởi Cervone ở góc tấn AoA = 5o. Với góc tấn AoA = 5o, phân bố
hệ số áp suất -Cp có thể được chia làm hai phân vùng. Phân bố -Cp là sát nhau bởi ba mô hình độ
nhớt rối trong vùng từ 0,4c tới đuôi cánh. Sự khác biệt trong kết quả tính toán -Cp có thể thấy rõ
ràng hơn giữa ba mô hình độ nhớt rối trong vùng từ đầu cánh đến 0,4c. Vùng áp suất thấp tương
ứng với vị trí khối khí xâm thực có kích thước lớn nhất đối với mô hình độ nhớt VLES ở cả 2 góc
tấn AoA =5o và AoA = 8o với nước ở nhiệt độ T0 = 25oC. Điều này tương ứng và phù hợp với
hình ảnh phân bố thể tích khối khí xâm thực ở mô hình VLES đã thảo luận trong Hình 3. Khi
nhiệt độ của nước tăng, mô hình độ nén và mô hình VLES cho kết quả sát với thực nghiệm hơn
so với mô hình sửa đổi Reboud. Nguyên nhân có thể lý giải do giá trị độ nhớt rối trong mô hình
sửa đổi Reboud phụ thuộc lớn vào giá trị nT, một đại lượng có thể thay đổi theo thông số nhiệt
động lực học của chất lỏng [5]. Tuy nhiên, trong nghiên cứu này, giá trị của nT được giả thiết là
không đổi ở mọi nhiệt độ của nước. Mô hình độ nén cho kết quả vùng áp suất thấp (vùng phân bố
dạng đường thẳng) có kích thước ngắn nhất trong ba mô hình độ nhớt rối ở mọi nhiệt độ. Phân bố
-Cp bởi mô hình độ nén cho kết quả sát nhất với đo đạc thực nghiệm bởi Cervone ở cả ba nhiệt độ
T0 = 25oC, 50oC và 70oC. Các đặc điểm phân bố hệ số áp suất -Cp với góc tấn AoA = 8o có thể
thấy tương tự như với góc tấn AoA = 5o. Kết quả khẳng định độ nhạy trong tính toán mô phỏng
dòng xâm thực đối với các mô hình độ nhớt rối. Dựa trên phân tích mô phỏng, mô hình độ nén
được khuyến nghị sử dụng trong mô phỏng dòng xâm thực 2D với kết quả sát với thực nghiệm ở
các điều kiện khác nhau.
4. Kết luận
Ở nghiên cứu này, ảnh hưởng của mô hình độ nhớt rối lên mô phỏng dòng xâm thực được
phân tích. Dòng xâm thực trên biên dạng cánh NACA0015 được mô phỏng sử dụng chương trình
tính toán do nhóm phát triển dựa trên ngôn ngữ FORTRAN và phương pháp sai phân hữu hạn.
Ba mô hình độ nhớt rối được khảo sát bao gồm mô hình độ nén, mô hình sửa đổi Reboud và mô
hình VLES. Kết quả mô phỏng được so sánh tương quan với các dữ liệu thực nghiệm của
Cervone và các cộng sự với nước ở các nhiệt độ khác nhau từ 25oC đến 70oC.
Kết quả cho thấy, mô phỏng dòng xâm thực có độ nhạy cao đối với các mô hình độ nhớt rối cả
về kích thước khối khí xâm thực và phân bố hệ số áp suất. Mô hình VLES và mô hình sửa đổi
Reboud cho kích thước khối khí xâm thực lớn hơn so với mô hình độ nén, do năng lượng rối là
lớn hơn ở 2 mô hình này. Trong khi đó, phân bố hệ số áp suất -Cp đạt được chính xác nhất so với
thực nghiệm ở mô hình độ nén. Dựa trên phân tích kết quả mô phỏng, nghiên cứu khuyến nghị sử
dụng mô hình độ nén trong mô phỏng dòng xâm thực 2D với kết quả sát với thực nghiệm ở các
điều kiện khác nhau.
Lời cám ơn
Nghiên cứu này được tài trợ bởi Quỹ Phát triển khoa học và công nghệ Quốc gia
(NAFOSTED) trong đề tài mã số 107.03-2020.22.
http://jst.tnu.edu.vn 216 Email: jst@tnu.edu.vn
- TNU Journal of Science and Technology 227(08): 208 - 217
TÀI LIỆU THAM KHẢO/ REFERENCES
[1] J.-P. Franc, C. Rebattlet, and A. Coulon, “An Experimental Investigation of Thermal Effects in a
Cavitating Inducer,” ASME J. of Fluids Eng., vol. 126, pp. 716-723, 2004.
[2] Y. Iga, M. Nohmi, A. Goto, B. R. Shin, and T. Ikohagi, “Numerical Study of Sheet Cavitation Breakoff
Phenomenon on a Cascade Hydrofoil,” ASME J. Fluids Eng., vol. 125, pp. 643-651, 2003.
[3] Anh Dinh Le, J. Okajima, and Y. Iga, “Modification of Energy Equation for Homogeneous Cavitation
Simulation with Thermodynamic Effect,” ASME J. Fluids Eng., vol. 141, no. 8, p. 081102-1-12, 2019.
[4] A. D. Le, J. Okajima, and Y. Iga, “Numerical Simulation Study of Cavitation in Liquefied Hydrogen,”
Cryogenics, vol. 101, pp. 29-35, 2019.
[5] A. D. Le, T. H. Phan, and T. H. Tran, “Assessment of a Homogeneous Model for Simulating a
Cavitating Flow in Water under a Wide Range of Temperatures,” ASME J. Fluids Eng., vol. 143, no.
10, p. 101204-1-10, 2021.
[6] A. D. Le, “Study of Thermodynamic Effect on the Mechanism of Flashing Flow under Pressurized Hot
Water by a Homogeneous Model,” ASME J. Fluids Eng., vol. 141, no. 1, p. 011206-1-11, 2022.
[7] G. H. Schnerr and J. Sauer, “Physical and numerical modeling of unsteady cavitation dynamics,”
presented at 4th International Conferences on Multiphase Flow, New Orleans, USA, 2001.
[8] A. Singhal, M. Athavale, H. Li, and Y. Jiang, “Mathematical Basis and Validation of the Full
Cavitation Model,” ASME J. Fluids Eng., vol. 124, no. 3, pp. 614-624, 2002.
[9] P. J. Zwart, A. G. Gerber, and T. Belamri, “A two-phase flow model for predicting cavitation
dynamics,” presented at 5th International Conference on Multiphase Flow, Yokohama, Japan, 2004.
[10] Y. Saito, R. Takami, I. Nakamori, and T. Ikohagi, “Numerical analysis of unsteady behavior of cloud
cavitation around a NACA0015 foil,” Comput. Mech., vol. 40, pp. 85-96, 2007.
[11] O. Coutier-Delgosha, R. Fortes-Patella, and J. L. Reboud, “Evaluation of Turbulence Model Influence
on the Numerical Simulation of Unsteady Cavitation,” ASME J. Fluids Eng., vol. 125, no. 1, pp. 38-
45, 2003.
[12] D. C. Wilcox, Turbulence Modeling for CFD, DCW Industries, Inc., 1994, ISBN 0-9639051-0-0.
[13] S. T. Johansen, J. Wu, and W. Shyy, “Filter based Unsteady RANS Computations,” Int. J. Heat and
Fluid Flows, vol. 25, no. 1, pp. 10-21, 2011.
[14] A. Cervone, C. Bramanti, E. Rapposelli, and L. Agostino, “Thermal Cavitation Experiments on a
NACA0015 Hydrofoil,” ASME J. of Fluids Eng., vol. 128, pp. 326-331, 2006.
[15] H. C. Yee, Upwind and Symmetric Shock - Capturing Schemes, NASA Technical Memorandum
89464, 1987.
[16] A. D. Le and T. H. Tran, “Improvement of Mass Transfer Rate Modeling for Prediction of Cavitating
Flow,” J. Applied Fluid mechanics, vol.15, no. 2, pp. 551-561, 2022.
http://jst.tnu.edu.vn 217 Email: jst@tnu.edu.vn
nguon tai.lieu . vn